红外抑制器排气混合管主动冷却的红外辐射特性数值研究

吴 楠，张靖周，单 勇

(南京航空航天大学 能源与动力学院 江苏省航空动力系统重点实验室， 南京 210016)

武装直升机发动机排气系统的外露壁面和燃气尾焰是红外探测和制导的主要跟踪目标，减少红外辐射的一个有效方法是使用红外抑制器。波瓣引射式排气喷管是第二代红外抑制器，其利用发动机排气动能抽吸环境中的冷气与热喷流掺混进行冷却，主要对抗3～5 μm波段的红外探测，并且得到了快速发展[1-5]。

为了进一步降低排气系统红外辐射，应对红外探测技术和红外探测器性能的提高，需要从降低排气喷管以及其他外露表面温度入手开展相关工作。以弯曲混合管为研究对象，Bettini等[6]对某型直升机红外抑制器进行了多学科的改进设计，通过在多分流喷管表面开设通气猫耳，导引冷却空气进入排气混合管而有效降低了排气混合管的壁面温度。王同辉等[7]研究了直升机红外抑制器遮挡罩不同遮挡间距对红外辐射特性的影响，得出对于降低壁面温度和红外辐射，存在一个最佳间距。陈庚等[8-9]研究了二元弯曲混合管结构参数对红外抑制器的影响，指出引射系数随出口波瓣数量先增加后减少；随出口瓣高的增加，引射系数增加，辐射强度峰值降低。唐正府等[10-11]对后机身一体化波瓣喷管-狭长出口弯曲混合管引射混合特性及混合管出口掺混距离进行了研究，指出弯曲混合管的流动由弯管二次流和流向漩涡共同影响，形成有别于椭圆混合管出口截面的独特的流动现象，混合管出口与模型出口相对距离的增加使气流温度降低，壁面辐射有所增加。

本文以波瓣引射式红外抑制器的排气弯曲混合管为研究对象，设计了一系列具有不同结构尺寸和排布方式通气猫耳的弯曲混合管，用数值计算的方法分析冷却空气量和猫耳结构参数对其红外辐射特性的影响。

1 物理模型

本文涉及的红外抑制器主要由波瓣喷管、二元弯曲混合管和二元弯曲遮挡罩构成。其中波瓣喷管入口为主流进口，波瓣喷管和混合管之间为引射次流入口，遮挡罩和混合管之间是冷却气流入口，如图1所示。发动机高温燃气经主流进口流入波瓣喷管，由于排气动量的引射，外界大气从次流入口被抽吸进入排气混合管，高温燃气与引射次流在弯曲混合管内混合后流出排气混合器，进入外界大气环境。

图1 直升机红外抑制器结构

本文计算所用波瓣喷管瓣数为12，波瓣沿周向均匀分布，如图2所示，其主要结构参数有：喷管直径d=400 mm，波瓣扩张角为22.5°，波瓣内直径Rin=200 mm，外直径Rout=600 mm，瓣宽b=40 mm，瓣高h=200 mm，喷管直管段长度l1=300 mm，波瓣轴向长度l2=360 mm。

图2 波瓣混合管结构

图3为遮挡罩和混合管具体结构示意图，出口均为矩形，混合管与遮挡罩直管段长度均为 1 528 mm，遮挡罩与混合管间距为74 mm，混合管与遮挡罩的间隙在矩形出口处封闭。遮挡罩和混合管之间通入的冷却气流只能从混合管弯曲段壁面上的猫耳结构进入到混合管内部贴壁流动，降低弯曲段壁面的温度，从而降低遮挡罩的温度。图4是混合管弯曲段上的通气猫耳结构参数示意，进口宽度W，高度S。猫耳在弯曲段上的排列如图5所示(图中仅显示了对称的一侧)。

图3 混合管和遮挡罩结构

图4 猫耳结构示意图

图5 猫耳结构排列示意图

通过改变混合管弯曲段上的猫耳排列方式(如图5，7×4、7×5、7×6三种)、猫耳结构的迎风面积(猫耳宽度不变，改变高度)以及猫耳迎风面的宽高比A(迎风面积不变)，得到了一系列不同猫耳结构的弯曲混合管M1-M8，几何参数如表1所示。设计过程中，矩形出口面积和对称中心位置不变。

表1 排气混合管几何参数

modelM1M2M3M4s/mm20202010排列方式7×47×57×67×4A2224modelM5M6M7M8s/mm304013.46.67排列方式7×47×47×47×4A1.3314.4818

2 数值计算方法

使用Fluent软件进行流场计算，采用SST模型作为湍流模型[12-13]，计算中考虑组分输运，采用基于压力的分离隐式求解器、标准壁面函数、二阶迎风格式，通过SIMPLEC算法计算压力和速度的耦合，收敛精度为10-6。为了考虑壁面对流和辐射换热，引入了辐射传输方程，采用离散坐标辐射模型(DO模型)，内部固体、混合管和遮挡罩等固体发射率设为0.8。

弯曲混合管进口边界条件为：主流入口采用速度进口，速度为50 m/s，温度为900 K，并假定进口参数分布均匀；引射次流入口给定压力入口，引射气体来源于大气，所以其总压即为环境大气压力101 325 Pa，温度为环境温度300 K；质量流量入口分别为0.012 3、0.024 6、0.061 5、0.098 4 kg/s，温度为环境温度300 K。外部流场条件：外场是一个长方体出口边界，压力取环境大气压力101 325 Pa，温度为300 K。来流方向与喷管进口轴线平行；喷管壁面采用无滑移绝热壁面。

在FLUENT计算湍流模型中加入气体组分的计算来充分考虑气体辐射问题，喷管进口气体假设为燃烧完全的高温气体，成分只有氮气、二氧化碳和水蒸气，化学反应方程为

C12H24+18O2=12CO2+12H2O

外场进口气体设为环境大气，考虑成分为氮气和氧气，喷管进口和环境气体成分的质量百分比定义如表2所示。

表2 气体组分

采用ICEM-CFD软件划分网格。由于波瓣喷管、弯曲混合管和遮挡罩型面复杂，故采用非结构网格划分，外界环境采用结构化网格划分，并对波瓣喷管、弯曲混合管和通气猫耳采用局部加密。通过网格独立性试验，最终确定整个计算区域的网格数约为500万时，满足网格独立性验证条件。

红外辐射计算采用基于正反光线踪迹法原理[14-18]编写的计算程序。弯曲混合管进、出口及壁面的静温值、流场区域的静温、静压值、H2O和CO2的物质的量百分比均由Fluent软件输出。

图6是探测位置的空间分布，显示了水平、垂直对称面内的探测角度分布情况。此处针对喷管出口不同方向上的探测位置来研究其红外辐射特性。本文弯曲混合管的出口呈现二元喷管的特征，从2个相互正交的方向进行辐射强度的探测。其中，一部分探测点分布在水平对称面内，另一部分探测点分布在垂直对称面内。探测点分布在以波瓣出口中心位置为圆心、60 m为半径(即探测距离为60 m)，在水平、垂直对称面内画出的圆弧上。

图6 探测位置的空间分布

3 计算结果及分析

图7是混合管弯曲段壁面上无通气猫耳时弯曲混合管和遮挡罩壁面温度分布。可以看到：由于混合管的弯曲形成了弯曲段底部高温高速气流，并且这股高温气流冲刷形成了混合管底部壁面附近的高温区域，而在弯曲混合管顶部呈现较低的壁面温度。混合管较高的壁面温度向外辐射的能量较高，因此,遮挡罩壁面温度较环境温度更高，在遮挡罩底部壁面附近也形成了局部高温区域。

图7 无猫耳结构的壁面温度分布

图8是混合管弯曲段壁面上有通气猫耳，猫耳高度为20 mm、宽度为40 mm、排布方式为7×4、冷却流量为0.0984 kg/s时的弯曲混合管和遮挡罩壁面温度分布。可以看出：在每个通气猫耳下游，沿着主流方向有一定的低温区域，宽度与通气猫耳宽度相当，长度大约为通气猫耳宽度的3倍距离。与图7相比，通气猫耳的存在有效地降低了混合管局部的壁面温度，明显降低了遮挡罩温度分布。

图8 有猫耳结构的壁面温度分布

图9是不同冷却气流流量下的M1模型水平方向红外辐射强度。由于排气喷管在水平方向结构的对称性，在水平探测面上的气体辐射强度和总体辐射强度均呈现出对称分布，图中仅给出0～90°的辐射强度分布。随着冷却气流质量流量的增加，所有探测角度的气体辐射强度和总体辐射强度均逐渐减小，总体辐射降低的幅度更为明显，这是因为占辐射能量主导的排气喷管壁面温度降低所致，如图10所示。在通气猫耳排列和进气结构参数都相同的情况下，随着冷却气流质量流量的增加，混合管通气猫耳下游形成的冷却气膜覆盖面积增加，有利于降低混合管壁面的温度。随着探测角度的增加，气体辐射强度和总体辐射强度均呈现出先增后减的规律，在60°测点处有最大值。总体红外辐射强度在0°方向探测点较低的原因在于：虽然该测点探测到的遮挡罩壁面存在局部高温区(即燃气冲刷到的混合管壁面最严重的地方所对应的遮挡罩局部)，但是其可视面积最小。

图9 不同质量流量下水平方向辐射强度

图11显示了在不同冷却气流质量流量下的M1模型竖直方向红外辐射强度。可以看到：随质量流量的增加，所有角度的总体红外辐射强度均逐渐减小，而气体辐射强度变化不明显。由于弯曲混合管的几何不对称，竖直方向的红外辐射强度不再呈现出对称分布。气体辐射强度在15°探测点达到最大值，这是因为15°探测点可以探测到较高温度的混合气体。由于弯曲混合管内部的二次流作用，混合管上侧温度明显低于下侧温度，导致遮挡罩上侧温度亦低于下侧温度。虽然从上方探测点探测到的遮挡罩高温壁面可视面积小很多，但从上方大角度探测点可以探测到混合管内壁面的高温区域，下方探测点只能探测遮挡罩壁面，因此上方大角度探测点的总体红外辐射较高。

图10 冷却气流在不同质量流量下的混合管壁面温度分布

图11 不同质量流量下竖直方向辐射强度

在保持猫耳进气宽高比不变，冷却气流质量流量为0.098 4 kg/s时，不同猫耳排列方式对红外抑制器辐射强度的影响如图12、13所示。可以看到：在水平探测方向，排列方式为7×4的红外抑制器总辐射强度最低，且随着探测角度的增加，辐射强度先增加后降低。在竖直探测方向，在0～90°探测范围内排列方式为7×6时总体辐射强度较低，在-90～0°范围内排列方式为7×4时总体辐射强度最低。上方探测点主要受混合管弯曲段内侧高温区域影响。下方探测点主要受遮挡罩弯曲段高温区域影响。因此，上方探测点辐射强度较下方探测点更大。

图12 不同排列方式下水平方向总体辐射强度

图13 不同排列方式下竖直方向总体辐射强度

图14和15显示了冷却气流质量流量为0.098 4 kg/s、排布方式为7×4时，在不同猫耳高度下，弯曲混合管总体辐射强度的变化。水平探测面上，随着猫耳高度的增加，辐射强度先降低再增加，猫耳高度为20 mm时水平方向辐射强度最低。竖直探测面上，猫耳高度为20 mm时辐射强度较低。这是由于猫耳高度的变化，导致冷却气流进入主流时的入射角度不同。一方面，随着猫耳高度的增加，冷却气流进入主流的入射角度增加，气膜向主流的穿透增强，气膜贴壁效果减弱。另一方面，由图16可以看出，随着猫耳高度的增加，气膜沿流向铺展效果增强。由于这两种因素的共同作用，猫耳高度为20 mm时水平方向辐射强度最低。

图14 不同猫耳高度下水平方向总体辐射强度

在冷却气流质量流量为0.098 4 kg/s、排布方式为7×4时，猫耳宽高比对弯曲混合管总体辐射强度的影响如图17、18所示。在水平探测平面上，随着猫耳宽高比的增加，总体辐射强度降低。在竖直方向上，随着猫耳宽高比的增加，在-90°～60°范围内，总体辐射强度变化不大，在 60°～90°范围内，随着猫耳宽高比的增加，辐射强度明显降低。这是由于在猫耳迎风面积不变的情况下，随着进口宽高比的增加，冷却气流入射角减小，并且猫耳在展向宽度增加，导致气膜在混合管通气猫耳下游的覆盖范围更广，有利于降低混合管壁面的温度。

图17 不同宽高比下水平方向总体辐射强度

图18 不同宽高比下竖直方向总体辐射强度

4 结论

本文设计了一系列不同猫耳结构的弯曲混合管，用数值计算的方法分析其红外辐射特性。主要结论有：

1) 直升机红外抑制器总体辐射强度随着冷却气流质量流量的增加而降低，水平探测面降低约40%，竖直探测面最大降低约40%。

2) 水平探测面上，7×4排列方式的排气混合管辐射强度最低；竖直探测面上，0°～90°探测点 7×6排列方式辐射强度较低，-90°～0°探测点 7×4排列方式辐射强度较低。

3) 排列方式不改变的条件下，随着猫耳高度的增加，水平探测面上的总体辐射强度先降低后增加，在20 mm时总体辐射强度最低；竖直探测面上，20 mm时总体辐射强度最低。

4) 排列方式不改变的条件下，随着猫耳宽高比的增加，抑制器总体辐射强度降低。

[1] PONTON A J.The use of concurrent engineering techniques in helicopter IR suppressor design[R].AIAA-2005-1290,2005.

[2] THOMPSON J,BIRK A M,CUNNINGHAM M.Design of infrared signature suppressor for the Bell 205 (UH-1H) helicopters,Part I:aerothermal design[Z].Proceedings of Seventh CASI Propulsion Symposium,1999.

[3] MAHULIKAR S P,PRASAD H S S,POTNURU S K.Infrared signature suppression of helicopter engine duct based on “conceal and camouflage”[J].J Propul Power,2008,24(3):613-618.

[4] MAHULIKAR S P,RAO G A,SONAWANE H R.Infrared signature studies of aircraft and helicopters[J].PIERS Proceedings,2009,2(26):18-21.

[5] YU SIMON C M,YIP T H,LIU C Y.The mixing characteristics of forced mixers with scalloped lobes[J].AIAA Journal of Propulsion and Power,1997,13(2):305-311.

[6] BETTINI C,CRAVERO C,COGLIANDRO S.Multidisci-plinary analysis of a complete infrared suppression system[J].ASME Proceedings,2007,6:1365-1370.

[7] 王同辉,王先炜,张靖周,等.直升机红外抑制器遮挡罩间距对红外辐射特性的影响[J].航空动力学报,2009,24(7):1493-1499.

[8] 陈庚,谭晓茗,单勇,等.二元弯曲混合管结构参数对红外抑制器气动和辐射特性的影响[J].红外与激光工程,2015,44(6):1704-1711.

[9] 陈庚,单勇,谭晓茗,等.混合管结构参数对抑制器气动和红外辐射的影响[J].红外与激光工程,2015,44(12),3597-3603.

[10] 唐正府,张靖周.波瓣喷管-狭长出口弯曲混合管引射混合特性分析[J].航空动力学报,2005,20(6):978-982.

[11] 唐正府,张靖周,单勇.混合管出口掺混距离对气流温度的影响[J].航空动力学报,2008,23(7):5911-7911.

[12] 潘丞雄,张靖周,单勇.斜切对抑制引射式波瓣喷管内部流动分离的效果研究[J].航空学报,2013,34(2):255-262.

[13] 任利锋,张靖周,王先炜,等.直升机后机身内埋式红外抑制器隐身性能分析[J].红外与激光工程,2011,40(11):2091-2097.

[14] 王杏涛.飞行器红外辐射特征及发动机舱蒙皮降温规律研究[D].南京：南京航空航天大学,2015.

[15] 季靖远.固定几何二元喷管流动控制与红外辐射特性数值研究[D].南京：南京航空航天大学,2016.

[16] 征建生.二元矢量塞式喷管塞锥表面冷却特性研究[D].南京：南京航空航天大学,2016.

[17] LU X D,HSU F.Reverse Monte Carlo method for transient radiativetransfer in participating media[J].ASME Journal of Heat Tranfer,2004,126:621-627.

[18] TAN H P,YONG S,DONG S K.Analysis of rocket plume base heating by using backward Monte-Carlo method[J].Journal of Thermophyysics and Heat Transfer,2005,19(1):125-127.